任 翔，齊 洋，王 璐，黃平明，宋 飛

(1.西安科技大學(xué) 建筑與土木工程學(xué)院，陜西 西安 710054； 2.長(zhǎng)安大學(xué) 橋梁與隧道陜西省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西 西安 710064)

0 引言

進(jìn)入21世紀(jì)后，大跨徑橋梁得到迅速的發(fā)展，結(jié)構(gòu)跨度不斷增大，混凝土橋墩、橋塔高度逐漸增高，體積逐漸增大。多數(shù)橋梁建成運(yùn)營(yíng)后混凝土薄壁箱型橋墩、橋塔出現(xiàn)了豎向裂縫[1-4]。而開(kāi)裂是大體積混凝土結(jié)構(gòu)中一個(gè)影響結(jié)構(gòu)安全性和耐久性的關(guān)鍵問(wèn)題[5]。

相關(guān)研究發(fā)現(xiàn)橋塔結(jié)構(gòu)內(nèi)外表面日照溫差荷載引起溫度應(yīng)力是導(dǎo)致橋塔開(kāi)裂的重要因素[6-9]，且裂縫寬度會(huì)隨索塔內(nèi)外表面溫差的變化而變化，發(fā)生閉合和擴(kuò)展現(xiàn)象[10-13]。表明塔壁內(nèi)外表面的日照溫差是產(chǎn)生溫度應(yīng)力的主要原因。因此，日照溫差應(yīng)力對(duì)于混凝土薄壁橋塔結(jié)構(gòu)的影響不可忽視。截面幾何參數(shù)對(duì)混凝土薄壁結(jié)構(gòu)塔壁內(nèi)外表面的溫差應(yīng)力有較大的影響，其相關(guān)研究較少。張運(yùn)波等[14]分析了雙肢矩形薄壁空心墩不同截面形狀對(duì)其溫度應(yīng)力的影響，發(fā)現(xiàn)溫度應(yīng)力隨著墩壁截面形狀的變化而變化。傅理文，汪勁豐等[15]以某公路橋方形橋墩出現(xiàn)開(kāi)裂為背景，通過(guò)對(duì)圓形、方形、矩形3種截面形狀下的溫度效應(yīng)進(jìn)行對(duì)比，發(fā)現(xiàn)圓形截面可降低溫度開(kāi)裂的風(fēng)險(xiǎn)。武利群[16]研究了箱梁截面幾何參數(shù)對(duì)箱梁頂板日照溫差應(yīng)力的影響，發(fā)現(xiàn)頂板越厚、底板越薄、腹板越高，頂板受力越有利。

本研究利用ANSYS的熱分析功能對(duì)某混凝土薄壁箱型橋塔溫差應(yīng)力進(jìn)行研究，分析幾何參數(shù)對(duì)混凝土薄壁橋塔溫差應(yīng)力的影響，找不同截面幾何參數(shù)影響的敏感性，為該類(lèi)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供一定的參考依據(jù)。

1 橋塔結(jié)構(gòu)

研究對(duì)象為某跨徑為960 m鋼箱梁懸索橋混凝土橋塔。該橋位于北緯30.57°，東經(jīng)111.39°，結(jié)構(gòu)方位角為82°。南北塔塔肢均為空心矩形箱結(jié)構(gòu)，南塔承臺(tái)以上高度為142.227 m，設(shè)3道橫梁，北塔承臺(tái)以上高度為112.415 m，設(shè)2道橫梁，南北塔頂橫橋方向5 m寬，從塔頂?shù)剿撞蛔儯豁槝蛳? m寬，從塔頂按1∶100的坡度加寬至承臺(tái)，塔頂橫橋向等寬為5 m。南、北塔頂部壁厚均為0.7 m，南塔底部寬度為1.0 m，北塔底部壁厚度0.8 m。本研究選取研究截面布置及尺寸如圖1所示。其中圖1(c)中L為順橋走向外側(cè)塔壁長(zhǎng)度，6～8.84 m；B為橫橋走向外側(cè)塔壁寬度，等寬5 m；t為塔壁厚度，等厚0.8 m。

圖1 矩形空心橋塔典型截面(單位：cm)Fig.1 Typical section of rectangular hollow pylon (unit: cm)

2 分析方法

2.1 溫度應(yīng)力計(jì)算方法

結(jié)構(gòu)熱力耦合分析方法有直接法和間接法。直接法考慮了溫度、結(jié)構(gòu)位移自由度，并引入溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)的邊界條件，進(jìn)行一次性的耦合分析。由于高度非線(xiàn)性的橋塔溫度場(chǎng)以及其箱形結(jié)構(gòu)面-面輻射熱分析的復(fù)雜性，增加計(jì)算難度，且由于力學(xué)邊界的不準(zhǔn)確性會(huì)使結(jié)果有一定的誤差。而間接法是根據(jù)熱傳導(dǎo)方程得到節(jié)點(diǎn)熱流率向量，再將其作為荷載引入應(yīng)力場(chǎng)求解方程，最后通過(guò)求解方程計(jì)算應(yīng)力場(chǎng)[17]，如下：

{K}{U}={FR}+{FA}，

(1)

2.2 橋塔有限元模型2.2.1 初始條件

模型初始條件采用橋塔內(nèi)部溫度及環(huán)境溫度的實(shí)測(cè)值，塔壁厚度溫差采用一天內(nèi)正溫差和負(fù)溫差最大的時(shí)刻作為分析荷載。實(shí)測(cè)溫差在不同厚度的塔壁處應(yīng)是不同的，大量學(xué)者基于實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，溫度在橋塔、橋墩等柱狀結(jié)構(gòu)壁厚方向的分布模型一般有直線(xiàn)型、雙折線(xiàn)和指數(shù)分布，其中與指數(shù)分布最為接近[16,18-23]，當(dāng)壁厚達(dá)到一定數(shù)值時(shí)，溫度隨厚度變化不大[21-23]。我國(guó)鐵路規(guī)范[24]也有類(lèi)似的規(guī)定，當(dāng)頂板和腹板厚度≥26 cm時(shí)，溫度曲線(xiàn)就趨于穩(wěn)定。本研究通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)當(dāng)橋塔壁厚大于0.24 m時(shí)溫差變化不大，而文中分析的橋塔壁厚在0.2～1.6 m之間，為了簡(jiǎn)化計(jì)算，本研究在模擬時(shí)只考慮了不同方位上的溫差，對(duì)不同壁厚時(shí)的溫差進(jìn)行了簡(jiǎn)化處理，方便計(jì)算。

2.2.2 邊界條件

有限元模型溫度邊界條件采用第二類(lèi)邊界條件。第二類(lèi)邊界條件是已知物體邊界上的熱流密度[25-26]，即

(1)

式中，q(t)為Γ邊界上總的熱流密度，由太陽(yáng)輻射、對(duì)流換熱和長(zhǎng)波輻射3部分組成，以熱量流入為正，流出為負(fù)；Kn為邊界平面外法線(xiàn)方向的熱傳導(dǎo)系數(shù)；T為溫度。

2.3 橋塔材料參數(shù)及模型

橋塔采用C50混凝土，采用砂巖做骨料，查詢(xún)規(guī)范[27]可得，導(dǎo)熱系數(shù)取值為10.6 kJ/(m·h·℃)，比熱容取值為0.96 kJ/(kg·℃)，線(xiàn)膨脹系數(shù)為10-5。有限元模型及結(jié)構(gòu)離散見(jiàn)圖2?；炷翗蛩捎闷矫嬗邢拊Ｐ?，單元選擇PLANE42四節(jié)點(diǎn)四邊形單元，網(wǎng)格采用自由劃分，單元長(zhǎng)度為0.1 m。

圖2 橋塔塔壁截面網(wǎng)格劃分Fig.2 Meshing of pylon wall section

2015年1月29日至2月4日對(duì)某懸索橋混凝土橋塔南塔肢進(jìn)行了為期一周的溫度場(chǎng)測(cè)試，選取了2015年1月30日上午10時(shí)和1月31日凌晨2時(shí)的正溫差和負(fù)溫差作為外荷載，分析不同截面幾何參數(shù)對(duì)南側(cè)塔壁內(nèi)外表面溫度應(yīng)力的影響，如表1所示。

表1 塔壁實(shí)測(cè)塔壁溫差

溫度荷載以約束的形式施加在橋塔塔壁內(nèi)外表面，按二維溫度場(chǎng)計(jì)算，先求解橋塔截面溫度分布，然后轉(zhuǎn)化成結(jié)構(gòu)單元求解溫度應(yīng)力。

3 溫度應(yīng)力分析

3.1 塔壁厚度對(duì)溫度應(yīng)力的影響

南、北塔壁厚度為t1，東、西塔壁厚度為t2，如圖3所示。通過(guò)改變塔壁厚度分析塔壁厚度方向溫差對(duì)塔壁內(nèi)外表面溫度應(yīng)力的影響。塔壁厚度選擇兩種工況：工況1，4個(gè)塔壁厚度均相等；工況2，2個(gè)對(duì)邊塔壁厚度相等，相鄰2個(gè)塔壁厚度不相等。

圖3 橋塔溫度應(yīng)力分析截面及測(cè)點(diǎn)(單位：m)Fig.3 Analysis section and measuring points of thermal stress of bridge pylon (unit: m)

3.1.1 等厚度變化

圖3所示，塔壁溫度應(yīng)力分析截面中線(xiàn)的長(zhǎng)度為6.0 m，寬度為4.2 m，且保持不變。t1=t2且從0.2～1.2 m每0.1 m一個(gè)等級(jí)變化。將塔壁厚度0.80 m的截面作為基準(zhǔn)截面，用于與其他不同截面厚度下的溫度應(yīng)力進(jìn)行比較分析。塔壁內(nèi)表面在中線(xiàn)、兩個(gè)角隅處及外表面中線(xiàn)處設(shè)置了溫度應(yīng)力觀察點(diǎn)。

(1)塔壁正溫差

圖4給出了正溫差作用下南側(cè)塔壁不同厚度的塔壁內(nèi)側(cè)表面溫度應(yīng)力分布。

圖4 南側(cè)塔壁在不同厚度下內(nèi)表面應(yīng)力分布Fig.4 Stress distribution on the inner surface of the south pylon wall under different thickness

圖4可以看出，塔壁正溫差荷載作用下，南側(cè)塔壁內(nèi)表面的最大溫度應(yīng)力出現(xiàn)在位置1處，且位置1，3處的溫度應(yīng)力均大于其他位置。

隨著塔壁厚度的增大，南側(cè)塔壁位置1，3處的溫度應(yīng)力逐漸增大。當(dāng)塔壁厚度為0.8 m(基準(zhǔn)截面)時(shí)，位置1，3處的溫度應(yīng)力分別為2.03 MPa和1.26 MPa；當(dāng)塔壁厚度為0.2 m時(shí)，位置1，3處的溫度應(yīng)力分別為1.19 MPa和0.66 MPa，相比于基準(zhǔn)截面減小約41%和48%；而塔壁厚度為1.2 m時(shí)，溫度應(yīng)力分別為2.39 MPa和1.38 MPa，相比基準(zhǔn)截面增大約15%和9.5%。位置2處的溫度應(yīng)力隨著壁厚的增大而逐漸減小，且變化較為緩慢。綜上可知，塔壁等厚度變化對(duì)南側(cè)塔壁內(nèi)表面角隅處的溫度應(yīng)力的影響較大。

(2)塔壁負(fù)溫差

圖5給出了負(fù)溫差下南側(cè)塔壁不同厚度的塔壁外側(cè)表面溫度應(yīng)力分布。

圖5 南側(cè)塔壁不同厚度下外表面溫度應(yīng)力Fig.5 Thermal stresses on outer surface of south pylon wall with different thicknesses

由圖5看出，在負(fù)溫差作用下，4個(gè)塔壁等厚度變化對(duì)南側(cè)塔壁外表面位置4的溫度應(yīng)力影響很小。

3.1.2 不等厚度變化

橋塔溫度應(yīng)力分析截面及測(cè)點(diǎn)仍采用圖3所示截面，基準(zhǔn)截面塔壁厚度t1=t2，其對(duì)比截面塔壁厚度t1≠t2。t2保持不變?nèi)≈禐?.8m，t1變化，塔壁厚度比t1/t2分別取0.5，0.6，0.8，1.2，1.5，1.8和2.0變化。

(1)塔壁正溫差

圖6給出了相鄰塔壁不同厚度比對(duì)南側(cè)塔壁內(nèi)側(cè)表面上溫度應(yīng)力的影響。

圖6 不同厚度比下南塔壁內(nèi)表面的溫度應(yīng)力Fig.6 Thermal stresses on inner surface of south pylon wall with different thickness ratios

由圖6可以看出，相鄰塔壁不同厚度比下，塔壁正溫差荷載引起的最大溫度應(yīng)力仍出現(xiàn)在南側(cè)塔壁內(nèi)表面測(cè)點(diǎn)1處，同時(shí)內(nèi)表面測(cè)點(diǎn)1，3處的溫度應(yīng)力均比其他位置處的溫度應(yīng)力大。

隨著塔壁厚度比的逐漸增大，南側(cè)塔壁內(nèi)表面測(cè)點(diǎn)1，3處的溫度應(yīng)力也隨之增大，而內(nèi)表面測(cè)點(diǎn)2處及其他位置處的溫度應(yīng)力隨塔壁厚度的增大而逐漸減小。

與基準(zhǔn)截面(t1/t2=1)，當(dāng)塔壁厚度比為0.6時(shí)，南側(cè)塔壁1，3處的溫度應(yīng)力分別降低了約16%和14%，位置2處的溫度應(yīng)力增大約為22%；當(dāng)塔壁厚度比為2.0時(shí)，南側(cè)塔壁1，3處的溫度應(yīng)力分別增大了約7%和8.5%，位置2處的溫度應(yīng)力減小約63%。

塔壁內(nèi)表面測(cè)點(diǎn)1，3處的溫度應(yīng)力的變化幅度比塔壁內(nèi)表面中心處的溫度應(yīng)力的變化幅度要小。增大塔壁厚度比可以大幅度地減小南側(cè)塔壁內(nèi)表面中心位置處的溫度應(yīng)力，但同時(shí)增大了角隅處的溫度應(yīng)力。因此，在選擇塔壁厚度比時(shí)，不宜太大。

(2)塔壁負(fù)溫差

圖7給出了相鄰塔壁不同厚度比對(duì)南側(cè)塔壁外側(cè)表面上溫度應(yīng)力的影響。

圖7 不同厚度比下南側(cè)塔壁外表面溫度應(yīng)力Fig.7 Thermal stresses on outer surface of south pylon wall with different thickness ratios

圖7可以看出，南側(cè)塔壁外表面位置2的溫度應(yīng)力隨厚度比t1/t2的增大而逐漸減小，變化幅度較大。在正溫差下位置4處的溫度應(yīng)力與圖6中位置2處的溫度應(yīng)力結(jié)果相似。

3.2 塔壁長(zhǎng)寬比對(duì)溫度應(yīng)力的影響

圖1所示，橋塔溫度應(yīng)力分析截面的4個(gè)塔壁厚度均為0.8 m，且保持不變。東側(cè)和西側(cè)塔壁截面中線(xiàn)長(zhǎng)度為B，保持B=4.2 m不變，南側(cè)和北側(cè)塔壁截面中線(xiàn)長(zhǎng)度為L(zhǎng)，L變化。

基準(zhǔn)截面尺寸為L(zhǎng)=4.2 m，B=4.2 m，其余對(duì)比截面塔壁截面中線(xiàn)處的長(zhǎng)寬比L/B分別取1，1.2，1.5，1.8，2.0，2.2和2.5，分別計(jì)算相應(yīng)的溫度應(yīng)力，并與基準(zhǔn)截面下的溫度應(yīng)力進(jìn)行對(duì)比分析。塔壁溫度應(yīng)力觀察點(diǎn)仍參照?qǐng)D3。

(1)塔壁正溫差

圖8給出了塔壁不同長(zhǎng)寬比下正溫差荷載對(duì)南側(cè)塔壁內(nèi)側(cè)表面上溫度應(yīng)力的影響。

圖8 南側(cè)塔壁內(nèi)表面溫度應(yīng)力Fig.8 Thermal stress on inner wall surface of south pylon wall

圖8可以看出，改變塔壁截面長(zhǎng)寬比對(duì)改善塔壁截面溫度應(yīng)力的效果不明顯。

(2)塔壁負(fù)溫差

圖9給出了塔壁不同長(zhǎng)寬比下負(fù)溫差荷載對(duì)南側(cè)塔壁外側(cè)表面的溫度應(yīng)力的影響。

圖9 南側(cè)塔壁外表面溫度應(yīng)力Fig.9 Thermal stress at outer wall surface of south pylon wall

圖9可以看出，負(fù)溫差作用下，塔壁長(zhǎng)寬比對(duì)塔壁外表面的最大溫度應(yīng)力的影響非常小，這與正溫差作用下的結(jié)果是一致的。

3.3 塔壁截面不同倒角對(duì)溫度應(yīng)力的影響

從前面分析可以看出，在塔壁內(nèi)側(cè)表面角隅處存在溫度應(yīng)力集中現(xiàn)象，為了減小結(jié)構(gòu)在截面角隅處產(chǎn)生的應(yīng)力集中現(xiàn)象，采用角隅處倒角的方式來(lái)降低應(yīng)力集中。

塔壁截面倒角擬選擇兩種工況：工況1，只對(duì)內(nèi)側(cè)截面角隅處倒角；工況2，對(duì)內(nèi)側(cè)、外側(cè)截面角隅處同時(shí)倒角。

圖10 內(nèi)表面角隅處倒角及溫度應(yīng)力觀察點(diǎn)(單位：m)Fig.10 Chamfering at corners of inner surface and observation points of thermal stress (unit: m)

3.3.1 內(nèi)側(cè)截面角隅處倒角

如圖10所示，橋塔塔壁中線(xiàn)長(zhǎng)度為6.0 m，寬度為4.2 m，4個(gè)塔壁厚度為0.8 m，且保持不變。基準(zhǔn)截面為內(nèi)表面未倒角，對(duì)比截面為內(nèi)表面4個(gè)倒角相同，且倒角尺寸從0.1 m×0.1 m到0.8×0.8 m每0.1 m一個(gè)等級(jí)變化。

(1)塔壁正溫差

圖11給出了正溫差荷載作用下內(nèi)表面角隅處不同倒角的南側(cè)塔壁內(nèi)側(cè)表面上溫度應(yīng)力分布。

圖11 不同截面倒角下南側(cè)塔壁內(nèi)表面溫度應(yīng)力分布Fig.11 Distribution of thermal stresses at inner surface of south pylon wall under different sectional chamfers

圖11可以看出，塔壁內(nèi)側(cè)表面角隅處倒角后，南側(cè)塔壁內(nèi)側(cè)表面1，3處的溫度應(yīng)力均比基準(zhǔn)截面的溫度應(yīng)力大幅度減小。

當(dāng)?shù)菇浅叽鐬?.1 m×0.1 m～0.3 m×0.3 m范圍變化時(shí)，角隅處的溫度應(yīng)力下降較大，當(dāng)?shù)菇浅叽鐬?.3 m×0.3 m時(shí)，相對(duì)于基準(zhǔn)截面，測(cè)點(diǎn)1的溫度應(yīng)力2.14 MPa降低到0.74 MPa，減小約65%；測(cè)點(diǎn)3的溫度應(yīng)力從1.13 MPa降低到0.42 MPa，減小約63%。

當(dāng)?shù)菇浅叽绯^(guò)0.5 m×0.5 m時(shí)，角隅處的溫度應(yīng)力變化不明顯。除角隅處，其他部位的溫度應(yīng)力隨著倒角尺寸的增大而增大，但增大幅度較小。表明在塔壁內(nèi)側(cè)表面角隅處倒角能有效地降低角隅處的應(yīng)力集中，但較大的倒角尺寸增大截面厚度且增加了混凝土用量，造價(jià)提高。

(2)塔壁負(fù)溫差

圖12給出了負(fù)溫差荷載作用下外表面角隅處不同倒角的南側(cè)塔壁內(nèi)側(cè)表面上溫度應(yīng)力分布。

圖12 不同截面倒角下南側(cè)塔壁外表面溫度應(yīng)力Fig.12 Distribution of thermal stresses at outer surface of south pylon wall under different sectional chamfers

圖12可以看出，隨著塔壁內(nèi)側(cè)表面倒角尺寸的逐漸增大，南側(cè)塔壁外側(cè)表面溫度應(yīng)力也隨之增大。與基準(zhǔn)截面計(jì)算結(jié)果相比，當(dāng)?shù)菇浅叽鐬?.8 m×0.8 m 時(shí)，其塔壁外表面位置4處的溫度應(yīng)力從1.09 MPa增大到1.24 MPa，增大約12%。由此表明，負(fù)溫差狀況下在塔壁內(nèi)側(cè)表面4個(gè)角隅處倒角會(huì)增大表面溫度應(yīng)力，但是增大幅度不大。

3.3.2 內(nèi)、外兩側(cè)截面角隅處倒角

在圖10的基礎(chǔ)上增加了外表面角隅處的倒角，倒角尺寸從0.05 m×0.05 m到0.4 m×0.4 m，每0.05 m一個(gè)等級(jí)變化，與外側(cè)倒角從0.1～0.8 m變化相對(duì)應(yīng)，共8個(gè)工況，初始工況為內(nèi)外側(cè)均未倒角。如圖13所示。

圖13 內(nèi)外兩側(cè)截面角隅處倒角(單位：m)Fig.13 Chamfers at inner and outer corners in cross-section (unit: m)

(1)塔壁正溫差

圖14給出了內(nèi)、外表面倒角在正溫差下南側(cè)塔壁內(nèi)側(cè)表面上的溫度應(yīng)力分布。

圖14 南側(cè)塔壁內(nèi)表面溫度應(yīng)力Fig.14 Thermal stress on inner surface of south pylon wall

圖14可以看出，塔壁內(nèi)、外表面角隅處倒角對(duì)南側(cè)塔壁內(nèi)表面的溫度應(yīng)力的影響與內(nèi)側(cè)表面角隅處倒角的分析結(jié)果幾乎一致。

(2)塔壁負(fù)溫差

圖15給出了內(nèi)、外表面倒角在負(fù)溫差下南側(cè)塔壁內(nèi)側(cè)表面上的溫度應(yīng)力分布。

圖15 南側(cè)塔壁外表面溫度應(yīng)力Fig.15 Thermal stress on outer surface of south pylon wall

圖15可以看出，在負(fù)溫差作用下，塔壁內(nèi)外兩側(cè)表面角隅處倒角尺寸對(duì)南側(cè)塔壁外表面位置4處的溫度應(yīng)力的影響與內(nèi)側(cè)表面角隅處倒角的分析結(jié)果一致。

4 結(jié)果分析

前述研究發(fā)現(xiàn)，塔壁厚度比t1/t2以及倒角的大小是影響橋塔截面溫度應(yīng)力的重要因素。但截面參數(shù)的變化會(huì)改變混凝土的體積和抗壓剛度發(fā)生變化。因此，設(shè)計(jì)橋塔截面時(shí)需要綜合考慮降低溫度應(yīng)力和增加橋塔造價(jià)兩個(gè)因素。

4.1 塔壁厚度

3.1.2節(jié)分析表明，在正負(fù)溫差下，塔壁厚度比t1/t2已經(jīng)成為影響塔壁表面溫度應(yīng)力的重要因素。因此，在不同塔壁厚度比t1/t2情況下，對(duì)混凝土體積和南側(cè)橋塔的抗壓剛度(EA)進(jìn)行分析。

在表2中，混凝土體積和橋塔抗壓剛度隨著塔壁厚度比的增長(zhǎng)而快速增長(zhǎng)。對(duì)比參考截面(塔壁厚度比為1)，當(dāng)塔壁厚度比為2時(shí)，2位置處(僅列出正溫差下的結(jié)果)的溫度應(yīng)力減小了大約63%，同時(shí)混凝土體積和橋塔抗壓剛度分別增長(zhǎng)了59.7%和64.6%。然而，當(dāng)塔壁厚度比為0.5時(shí)，溫度應(yīng)力增加約27.1%，而混凝土體積和橋塔抗壓剛度分別下降了約29.8%和32%。結(jié)果表明，較大的塔壁厚度比可以降低橋塔中心處溫度應(yīng)力，但同時(shí)會(huì)導(dǎo)致角隅處溫度應(yīng)力集中，混凝土體積增加，塔壁長(zhǎng)寬比變小，從而導(dǎo)致橋塔的抗壓剛度降低。

表2 塔壁不同厚度比條件下橋塔的混凝土體積、溫度應(yīng)力 和抗壓剛度

4.2 內(nèi)側(cè)截面角隅處倒角

第3.3節(jié)分析表明，倒角可以大大減少南塔壁內(nèi)表面角隅的溫度應(yīng)力。表3顯示了不同倒角尺寸下，橋塔的混凝土體積、溫度應(yīng)力和抗壓剛度。

表3 不同倒角尺寸條件下橋塔的混凝土體積、溫度應(yīng)力和 抗壓剛度

與參考截面(無(wú)倒角)相比，當(dāng)?shù)菇谴笮?.1 m×0.1 m變化到0.3 m×0.3 m(如表3所示)，位置1和3處的溫度應(yīng)力會(huì)迅速減小。當(dāng)?shù)菇浅叽绱笥?.3 m×0.3 m時(shí)，橋塔的混凝土體積增加約 1%。當(dāng)?shù)菇谴笮∽優(yōu)?.5 m×0.5 m時(shí)，位置1和3處的溫度應(yīng)力基本保持不變，但混凝土體積仍隨著倒角變大而繼續(xù)逐漸增大；當(dāng)?shù)菇窃?.3 m×0.3 m～0.5 m×0.5 m之間時(shí)，改變倒角尺寸對(duì)于溫差應(yīng)力及混凝土體積的影響均較小，因此建議在此區(qū)間內(nèi)選取倒角尺寸。

5 結(jié)論

為了降低混凝土橋塔內(nèi)外表面溫度應(yīng)力，本研究介紹了橋塔截面幾何參數(shù)，如塔壁厚度、塔壁長(zhǎng)寬比和倒角大小，對(duì)混凝土橋塔的溫度應(yīng)力的影響。結(jié)果如下：

(1)塔壁厚度比t1/t2是重要設(shè)計(jì)參數(shù)，其取值不宜太大；

(2)改變塔壁截面長(zhǎng)寬比對(duì)改善塔壁截面溫度應(yīng)力的效果不明顯；

(3)倒角應(yīng)設(shè)計(jì)在內(nèi)側(cè)截面角隅處，其尺寸建議在0.3 m×0.3 m～0.5 m×0.5 m之間進(jìn)行取值。